史越　傅鶴林　張加兵　胡才超　劉運(yùn)思　鄧皇適

摘???要：為揭示真三軸狀態(tài)下盤形滾刀的破巖特性，基于Drucker-Prager強(qiáng)度理論和CSM刀巖接觸模型，借助表1征中間主應(yīng)力相對大小的系數(shù)β，建立了滾刀破巖理論模型和仿真分析模型，并利用仿真模型研究高地應(yīng)力條件下巖石的破碎特征和滾刀受力特性.研究結(jié)果表1明：巖石損傷破碎后，垂直力極值顯著下降，滾動力和側(cè)向力的波動區(qū)間變化不大，側(cè)向力始終較小但方向不斷變化，造成了刀具的振動與偏磨;隨著中主應(yīng)力效應(yīng)的增強(qiáng)，破碎單元數(shù)量呈指數(shù)型減少，最大垂直力、滾動力和側(cè)向力均呈指數(shù)型增加，其中側(cè)向力的增加幅度最小;隨著貫入度的增大，破碎單元數(shù)量和各向破巖力均增大，且增加幅度也越來越大，其中側(cè)向力的增幅最大;現(xiàn)場實測值、理論計算值和仿真值三者之間的相對誤差較小，驗證了理論模型和仿真模型的可靠性.

關(guān)鍵詞：真三軸狀態(tài);盤形滾刀;中間主應(yīng)力;力學(xué)模型;破巖特性

中圖分類號：TU452???????????????????????????????????文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Rock?Breaking?Characteristics

of?Disc?Hob?under?True?Triaxial?Condition

SHI?Yue1？，F(xiàn)U?Helin1，ZHANG?Jiabing1，HU?Caichao1，LIU?Yunsi2，DENG?Huangshi1

（1.?School?of?Civil?Engineering，Central?South?University，Changsha?410075，China;

2.?School?of?Civil?Engineering，Hunan?University?of?Science?and?Technology，Xiangtan?411201，China）

Abstract：?To?reveal?the?rock?breaking?characteristic?of?disc?hob?under?true?triaxial?condition，?the?Drucker-Prager?strength?theory，?CSM?model?and?intermediate?principle?stress?coefficient?β?were?used?to?establish?a?theoretical?calculation?model?and?a?simulation?analysis?model，?which?can?be?used?to?study?the?fracture?characteristic?of?rock?and?the?stress?characteristic?of?hob?under?high?ground?stress.?The?results?show?that?the?extreme?value?of?vertical?force?decreases?remarkably?after?rock?is?damaged，?while?the?range?of?rolling?force?and?lateral?force?changes?little.?The?lateral?force?is?always?smaller?with?constantly?changing?direction，?leading?to?the?vibration?and?uneven?wear?for?cutters.?With?the?increase?of?intermediate?principal?stress?effect，?the?number?of?crushing?elements?decreases?exponentially，?and?the?maximum?force?in?vertical，?rolling，?and?lateral?directions?increases?exponentially，?in?which?the?increase?of?the?lateral?force?is?the?smallest.?With?the?increase?of?penetration，?the?number?of?crushing?units?and?the?rock?breaking?force?increases?simultaneously，?and?the?increase?extent?also?becomes?larger，?in?which?the?increase?of?the?lateral?force?is?the?largest.?The?relative?errors?among?actual?values，?theoretical?calculation?values?and?simulation?results?are?very?small，?which?can?verify?the?reliability?and?accuracy?of?the?theoretical?model?and?simulation?model.

Key?words：?true?triaxial?condition;disc?hob;intermediate?principal?stress;mechanical?model;rock?breaking?characteristic

近年來，隨著我國城市軌道交通、山嶺隧道、地下管線等深部巖體工程的興起，隧道自動化掘進(jìn)裝備得到了飛速發(fā)展和廣泛應(yīng)用.盤形滾刀是隧道掘進(jìn)機(jī)破巖的核心部件，在不同的應(yīng)力狀態(tài)、設(shè)計形式和貫入度等條件下，會表1現(xiàn)出不同的工作特性.開挖面巖體是一種復(fù)雜地質(zhì)體，隨著埋深的增大和地應(yīng)力場的變化，其力學(xué)特性和破壞模式等通常也會出現(xiàn)顯著變化.因此，真實考慮開挖面巖體的受荷狀態(tài)，準(zhǔn)確計算開挖過程中巖體破碎情況和滾刀受力變化，具有重要的理論價值和工程指導(dǎo)意義.

在巖體強(qiáng)度計算理論方面，傳統(tǒng)的Mohr-Coulomb等單軸或一般三軸模型無法合理描述中主應(yīng)力對巖體力學(xué)性質(zhì)或行為的影響，難以解釋深部巖體現(xiàn)場所表1現(xiàn)的變形或破壞現(xiàn)象，而Drucker-Prager準(zhǔn)則[1]解釋了靜水壓力對巖石材料屈服與破壞的影響，表1述了真三軸狀態(tài)下巖土體的應(yīng)力路徑，且計算效率較高、收斂性好，近年來已在巖土工程計算中得到了逐步應(yīng)用和完善：Alejano等[2]、鄧楚鍵

等[3]通過M-C準(zhǔn)則與D-P系列準(zhǔn)則的匹配關(guān)系，提出了D-P系列準(zhǔn)則的應(yīng)用條件、相互關(guān)系和轉(zhuǎn)換方法;許文松等[4]基于M-C準(zhǔn)則和D-P系列準(zhǔn)則的匹配關(guān)系，探討了粘聚力、內(nèi)摩擦角和Lode參數(shù)在圍巖穩(wěn)定分析中的折減規(guī)律和衰減路徑;何川等[5]采用D-P屈服準(zhǔn)則對滲流影響下的圓形隧道圍巖進(jìn)行彈塑性分析，并結(jié)合現(xiàn)場實測和數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行了對比驗證.在滾刀破巖力的理論計算與模擬分析方面，破巖過程中的刀巖接觸關(guān)系和仿真模型精度始終是該方向的研究重點：Yang等[6]建立了考慮巖體脆性損傷、刀盤運(yùn)動軌跡和切削磨損的有限元分析模型，提出了一種側(cè)向力非對稱理論模型;Choi等[7]、楊圣奇等[8]、劉學(xué)偉等[9]、譚青等[10]等提出了含結(jié)構(gòu)面巖體的切削力計算方法，建立了滾刀破巖離散元模型;Labra等[11]將離散元和有限元分別應(yīng)用在被切削巖石樣品斷裂損傷和未損傷的兩個子域中，提出了滾刀破巖過程中的離散-有限元混合模型，并與室內(nèi)試驗結(jié)果進(jìn)行了對比驗證;夏毅敏等[12-13]和張桂菊等[14]基于M-C理論和數(shù)值計算結(jié)果，得到了不同圍壓和溫度條件下的巖石破碎特征和滾刀荷載特性.

在實際工程中，滾刀破巖類似于多軸狀態(tài)下的加載破碎，各向應(yīng)力的相對大小往往比等圍壓工況更具研究意義.本文借助表1征中主應(yīng)力效應(yīng)的系數(shù)

β?[15]，將CSM（Colorado?School?of?Mines）常截面滾刀模型中的切削單元體置于三軸應(yīng)力狀態(tài)下，建立了基于D-P準(zhǔn)則的滾刀破巖理論模型和仿真模型，在驗證模型可靠性的基礎(chǔ)上，研究真三軸狀態(tài)對滾刀破巖特性的影響規(guī)律，從而為盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)參數(shù)設(shè)置、刀盤設(shè)計優(yōu)化和刀具選型配置等問題提供理論和技術(shù)參考.

1???基本理論

1.1???Drucker-Prager強(qiáng)度理論

Drucker和Prager[1]取壓應(yīng)力為正，拉應(yīng)力為負(fù)，在π平面用一簇光滑圓曲線逼近M-C準(zhǔn)則，提出了Drucker-Prager準(zhǔn)則：

f（I1，）?=??-?αI1?-?k?=?0.????（1）

式中：I1為第一應(yīng)力不變量;J2為第二應(yīng)力偏量不變量;α，k為對應(yīng)不同形式D-P準(zhǔn)則的試驗常數(shù)，一般與巖石的內(nèi)摩擦角和內(nèi)聚力有關(guān).

為研究受荷巖體各向圍壓的相對大小，定義中主應(yīng)力系數(shù)β為：

β?=?，0?≤?β?≤?1.??????（2）

式中：σ1、σ2、σ3分別為巖體所受大、中、小3個主應(yīng)力的量值，MPa.

D-P準(zhǔn)則在真三軸極限條件下（三軸拉伸，σ1?=σ2?≥?σ3），與M-C外角點外接圓（DP1）匹配;在一般三軸條件下（三軸壓縮，σ1?≥?σ2?=?σ3），與M-C內(nèi)角點外接圓（DP2）匹配[2-3]，π平面屈服線如圖1所示，此時α和k的表1達(dá)式為：

α1?=

，

k1?=

;α2?=

，

k2?=

.

（3）

結(jié)合式（1）（3），式（2）可表1示為：

（σ1-σ3）?=?k+α[（1+β）σ1+（2-β）σ3].

（4）

根據(jù)文獻(xiàn)[15]中的計算結(jié)果，Dunham白云巖（φ?=?35°、c?=?78?MPa）在σ3?=?25?MPa的情況下，D-P準(zhǔn)則兩匹配圓（DP1和DP2）的強(qiáng)度變化情況如圖2所示.?可以看出，真三軸極限狀態(tài)（DP1）比一般三軸狀態(tài)（DP2）的巖石計算強(qiáng)度增大很多，反映出中間主應(yīng)力對巖石強(qiáng)度變化有較為明顯的影響，這是單軸或一般三軸強(qiáng)度理論無法表1達(dá)的.

1.2???滾刀-巖體作用模型

基于室內(nèi)線性切割試驗結(jié)果，Rostami等[16]提出了CSM常截面滾刀破巖接觸模型.該模型認(rèn)為，滾刀與巖石間的滾動摩擦力遠(yuǎn)小于徑向壓力而作純滾動運(yùn)動;掘進(jìn)方向上的圍巖抗力是滾刀破巖時所受的主要阻力;滾刀在切割巖石時接觸面上的壓力近似均勻分布;巖石受滾刀碾壓作用而破碎，其在受壓狀態(tài)下主要發(fā)生剪切破壞.但該模型并未考慮被切削巖體在不同圍壓下的強(qiáng)度變化，計算結(jié)果難以表1征深部應(yīng)力場的強(qiáng)度特性，因此，可在刀巖接觸面上任取一個巖石單元進(jìn)行三軸應(yīng)力狀態(tài)分析，σ1為滾刀破巖應(yīng)力，σ2和σ3為單元體側(cè)面圍壓，如圖3所示.

盤形滾刀在破巖過程中的三向受力情況如圖4所示.?沿刀巖接觸弧面對分析單元積分，可得到滾刀受力的近似計算式：

.

（5）

式中：Fr為切向滾動力，kN;Fn為法向垂直力，kN;W為刀刃寬度，mm;R為滾刀半徑，mm;θ為刀巖接觸方向與豎直方向的夾角;φ為刀巖接觸面弧度;ψ為刀尖壓力分布系數(shù)，取0.1;p0為Rostami通過實驗和回歸分析得到的滾刀正下方基準(zhǔn)壓力計算值[15]：

p0?=?C

.????（6）

式中：σ1為巖石抗壓強(qiáng)度，MPa;σt為巖石抗拉強(qiáng)度，MPa;S為刀刃間距，mm.令h為滾刀貫入度，由圖3可得幾何關(guān)系：

φ?=?arccos

.??????（7）

由于貫入度h遠(yuǎn)小于滾刀半徑R，所以φ≈sinφ，（2R?-?h）≈2R，則

φ≈sinφ==≈.

（8）

又因為

sin

=，cos

=，

（9）

且?guī)r土類材料抗壓強(qiáng)度σ1為抗拉強(qiáng)度σt的8～12倍，取σt?=?0.1σ1，可得：

（10）

將式（10）與式（4）組合，可得到真三軸狀態(tài)下基于D-P準(zhǔn)則的盤形滾刀破巖力計算模型.

1.3???掘進(jìn)總推力計算模型

掘進(jìn)總推力F主要包括：盤形滾刀破碎掌子面巖層的推力F1;盾體克服圍巖摩擦阻力的推力F2;刀盤穩(wěn)定掌子面?zhèn)认驂毫Φ耐屏3;掘進(jìn)機(jī)后配套設(shè)備牽引力F4;克服盾尾與管片間摩擦阻力的推力F5;曲線掘進(jìn)時克服變向阻力的推力F6.?因F1?～?F3約占總推力的90%～95%[17]，所以對F4?～?F6的影響，本文忽略不計，則隧道掘進(jìn)機(jī)總推力計算式為：

F?=?F1?+?F2?+?F3?.?????（11）

盾構(gòu)刀盤上雖然交錯排列著數(shù)十把不同類型的刀具，同一時刻不同位置的滾刀還有自轉(zhuǎn)和公轉(zhuǎn)兩個自由度，運(yùn)動軌跡和受力情況各不相同，但從統(tǒng)計角度分析盾構(gòu)掘進(jìn)過程中刀盤的受力時，可認(rèn)為破巖行為由盤形滾刀來完成且其平均受力近似相

等[18]，F(xiàn)1可近似表1示為：

F1?=?Fni?≈NFn??.????（12）

式中：N為刀盤上安裝的滾刀數(shù)（忽略中心刀、面刀和邊刀的區(qū)別）.借鑒Rostami等[16]的滾刀破巖推力計算模型，F(xiàn)2的計算式為：

F2?=?πfs?DL（p1?+?p2?+?p3?+?p4）/4.?????（13）

其中

p1?=?2γD，

p2?=?p1?+?G/DL，

p3?=?kp1，

p4?=?kp2?.???（14）

式中：D為盾構(gòu)機(jī)外徑，m;L為盾構(gòu)主機(jī)長度，m;fs為地層與盾殼之間的摩擦因數(shù);G為刀盤質(zhì)量，t;k為巖體側(cè)壓力系數(shù);p1為盾構(gòu)機(jī)上部壓力，kN/m2;p2為盾構(gòu)機(jī)底部壓力，kN/m2;p3為盾構(gòu)機(jī)上部側(cè)壓力，kN/m2;p4為盾構(gòu)機(jī)底部側(cè)壓力，kN/m2;γ為巖體的重力密度，kN/m3.?F3計算式為：

F3?=?D2pd?k0?.?????（15）

其中

Pd?=?2.5kDγ.?????（16）

式中：Pd為刀盤軸線處側(cè)向壓力，kN/m2;k0為巖體壓力系數(shù).

2???算例分析

長株潭城際鐵路某盾構(gòu)區(qū)間全長4.3?km，斷面直徑為9.34?m，管片外徑為9?m，內(nèi)徑為8.1?m，洞頂埋深為6～49?m.地質(zhì)勘探報告顯示，洞頂埋深42～49?m范圍內(nèi)主要揭露巖層為含礫砂巖層，開挖面巖體強(qiáng)度較高、整體性良好、地質(zhì)構(gòu)造形跡不明顯，對刀具的磨損較為嚴(yán)重，如圖5所示.?在此工況下，準(zhǔn)確計算單把滾刀破巖過程中的受荷情況、優(yōu)化刀具配置就顯得十分必要.

在隧道開挖的過程中，盾構(gòu)司機(jī)室的監(jiān)視系統(tǒng)實時采集各類掘進(jìn)參數(shù)，主要包括總推力、貫入度、土艙壓力、注漿壓力、刀盤轉(zhuǎn)速、刀盤扭矩、刀盤出口壓力、螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速、各組推進(jìn)油缸壓力和行程等.選取埋深45?～?49?m范圍內(nèi)十環(huán)做典型斷面，掘進(jìn)參數(shù)見表11，破巖力反算參數(shù)見表12.

由圖6可知，典型斷面盤形滾刀破巖垂直力的實測值和理論值變化趨勢基本一致，最大相對誤差為7.5%，在一定程度上驗證了本文所提模型的正確性和準(zhǔn)確性;實測反算值均略大于理論計算值，這主要是由于本文中的總推力模型忽略了F4?～?F6的影響，也反映出F4?～?F6在總推力中所占的比例較小，可以適當(dāng)簡化;在典型斷面各向應(yīng)力基本相同的情況下，貫入度越大理論值與實測值越接近，這是由于貫入深度較大時巖體的損傷程度增加，降低了后續(xù)破巖所需的推力.

3???建立仿真模型

在當(dāng)前工程技術(shù)條件下，中主應(yīng)力系數(shù)β的取值一般很小，而在深部巖體工程中進(jìn)行數(shù)據(jù)采集又較為困難，因此，仿真分析軟件為高地應(yīng)力場盤形滾刀受力和巖石破碎情況研究提供了良好條件.盤形滾刀各部件較為復(fù)雜，本文忽略刀軸、刀轂等部分，將其簡化為刀圈來研究，滾刀破巖計算模型如圖7所示.?模型中巖石材料參數(shù)見表14，滾刀刀圈材料參數(shù)見表15，且設(shè)定巖石部件服從D-P強(qiáng)度理論和剪切失效準(zhǔn)則.

在盾構(gòu)機(jī)破巖掘進(jìn)的過程中，油缸頂進(jìn)和刀盤轉(zhuǎn)動兩個工序循環(huán)配合進(jìn)行，因此，各工況設(shè)置為剪切破巖和滾壓破巖兩個分析步（如圖8所示）：1）滾刀垂直巖石表1面下切達(dá)到指定貫入度，設(shè)置與貫入度相應(yīng)的下切速度v1，時間歷程0.05?s;2）滾刀以近似直線軌跡切割巖石部件，速度v2，為使刀巖之間沒有相對滑移，還需設(shè)置相應(yīng)自轉(zhuǎn)角速度ω，時間歷程根據(jù)實際切削速度設(shè)置.模擬過程中記錄滾刀所受的垂直力、滾動力、側(cè)向力以及巖石的破碎情況.

4???模擬結(jié)果分析

工況1條件下滾刀破巖垂直力和滾動力的實測反算值、理論計算值和仿真值如圖9所示.?可知：仿真結(jié)果與實測值和計算值的變化趨勢相同，垂直力最大相對誤差為11.4%，證明了所建仿真模型的可靠性和準(zhǔn)確性;仿真結(jié)果相對較小且貫入度越大偏差越明顯，這主要是由于有限元軟件通過單元刪除來模擬巖體破碎，當(dāng)貫入度較大時，破碎單元的大量刪除和應(yīng)力清零使?jié)L刀受荷較小，造成了計算誤差.

4.1???巖石的破碎特征

各工況計算結(jié)果雖有較大不同，但模型的應(yīng)力云圖和破碎特征類似，這里以工況2（h?=?10?mm）為例進(jìn)行說明.?如圖10所示，可以看出，分析步1為剪切破巖，刀巖接觸點在滾刀正下方，此時接觸點受力與刀具相同且瞬時較大;分析步2為滾壓破巖，刀巖接觸點為切槽前端面，待切槽貫通后（圖10（e）），雖然滾刀尚未離開巖石，但此時巖石所受的大主應(yīng)力明顯減小.

對工況2～8的破巖單元數(shù)量進(jìn)行統(tǒng)計并繪制其變化曲線，如圖11所示，分析可知，貫入度相同時，隨著中主應(yīng)力系數(shù)的增加，破巖單元數(shù)量呈指數(shù)型減少，20?mm貫入度下β?=?0.468較β?=?0.003時減少了50.2%，這是由于中主應(yīng)力作用增大了巖石強(qiáng)度，造成了刀巖接觸面附近的巖石單元難以達(dá)到屈服，破碎困難;中主應(yīng)力效應(yīng)相同時，隨著貫入度的增加，破巖單元數(shù)量明顯增加，中主應(yīng)力系數(shù)β?=?0.003時，h?=?20?mm較h?=?10?mm增加了2.1倍，這是由于貫入度越大，對巖石的擾動和損傷就越大，且貫入的刀尖寬度增大，造成了破碎單元數(shù)量的增加.

4.2???破巖力變化特征

數(shù)值計算得到的滾刀各向力時程曲線是瞬時波動力，由計算結(jié)果可知，工況2～8的波動趨勢基本類似，其波動極值反映了各工況的載荷特性，這里以工況2（h?=?10?mm）為例進(jìn)行說明.?如圖12所示，可以看出，隨著刀巖接觸面巖體塑性應(yīng)變的增大，各破巖力迅速增大，巖體破碎瞬間又迅速下降，此過程反復(fù)發(fā)生從而完成破巖;滾刀剪切破巖所受的垂直力明顯大于滾壓破巖階段，兩階段極值相比達(dá)到了2.2倍，這主要是由于剪切破巖須使巖石部件形成“切槽”，滾壓破巖時只需沿該槽繼續(xù)前進(jìn)，從而降低了滾壓破巖期間滾刀垂直方向所受的載荷;滾動力、側(cè)向力的時程變化與切削方式的關(guān)系不大，在破巖過程中極值沒有出現(xiàn)明顯的衰減;同時刻滾動力和垂直力的變化趨勢基本相同，這也驗證了本文式（10）對二者類似表1達(dá)形式的推導(dǎo);破巖過程中側(cè)向力始終較小且出現(xiàn)了正負(fù)方向的變化，這是因為側(cè)向力是由刀刃兩側(cè)的不平衡力相互抵消而產(chǎn)生的，該力會導(dǎo)致滾刀沿軸方向的振動，引起刀刃偏磨，進(jìn)而影響滾刀壽命.

從圖12的各向力時程曲線可知，明確不同的應(yīng)力條件下的滾刀最大載荷對配置刀具和設(shè)置掘進(jìn)參數(shù)等都具有重要意義.因此，在不考慮滾刀材料受荷能力的情況下，對工況2～8的最大破巖力進(jìn)行計算并繪制其變化曲線，如圖13所示.?分析可知，貫入度相同時，隨著中主應(yīng)力系數(shù)的增加，破巖最大垂直力、滾動力和側(cè)向力均呈指數(shù)型增加，20?mm貫入度下β?=?0.003時的最大垂直力、滾動力和側(cè)向力分別為β?=?0.468時的33%、34%和47%，說明隨著中主應(yīng)力效應(yīng)的增強(qiáng)，巖石強(qiáng)度得到了提高，需要更大的破巖力才能使之破碎，由于側(cè)向力反映的是刀刃兩側(cè)的壓力差，所以增幅相對較小;由回歸曲線可知，β?=?0.468時h?=?20?mm與h?=?10?mm相比垂直力、滾動力和側(cè)向力分別為1.6倍、1.7倍和2.1倍，且隨著貫入度的增大，垂直力、滾動力和側(cè)向力曲線的斜率均增加，其中側(cè)向力的增幅最大，表1明滾刀與巖石接觸面積越大，刀具的載荷效應(yīng)越強(qiáng)，受力增加越顯著.滾刀各向受力的增加顯著降低了滾刀的使用壽命，因此，對于高地應(yīng)力場工程應(yīng)采取增大滾刀直徑、增加多刃滾刀配置數(shù)量和及時開艙換刀等措施，以保證滾刀的破巖效率.

5???結(jié)???論

針對高地應(yīng)力場隧道掘進(jìn)機(jī)盤形滾刀的載荷問題，提出基于Drucker-Prager強(qiáng)度準(zhǔn)則和CSM修正模型的滾刀受力計算方法，根據(jù)真三軸狀態(tài)下三向應(yīng)力的相對大小，探討中間主應(yīng)力的作用效應(yīng)，主要結(jié)論如下：

1）π平面上Mohr-Coulomb屈服面的外接圓和內(nèi)接圓構(gòu)成了巖石真三軸極限狀態(tài)和一般三軸狀態(tài)的強(qiáng)度包絡(luò)線，其差值是由中主應(yīng)力的作用引起的，且影響顯著，這是單軸或一般三軸強(qiáng)度模型所無法表1達(dá)的.

2）將CSM滾刀-巖石接觸模型中的巖石單元修正為真三軸狀態(tài)，結(jié)合Drucker-Prager強(qiáng)度準(zhǔn)則建立三向應(yīng)力條件下滾刀破巖載荷模型;根據(jù)隧道掘進(jìn)機(jī)的工作原理和滾刀載荷理論模型，將滾刀破巖劃分為剪切破巖和滾壓破巖兩個過程，建立滾刀破巖仿真模型，將現(xiàn)場實測反算值、理論計算值和仿真結(jié)果對比，驗證了理論模型和仿真模型的可靠性和準(zhǔn)確性.

3）剪切破巖階段垂直力極值明顯大于滾壓階

段，兩階段極值相比達(dá)到2.2倍，而滾動力和側(cè)向力始終在理論范圍內(nèi)波動，與破巖模式的關(guān)系不大，側(cè)向力較小但方向不斷變化，造成了刀具的振動與偏磨，降低了刀具的使用壽命.

4）貫入度相同時，隨著中主應(yīng)力效應(yīng)的增強(qiáng)，破碎單元數(shù)量呈指數(shù)型減少，最大垂直力、滾動力和側(cè)向力均呈指數(shù)型增加，其中側(cè)向力的增幅相對較小;相同中主應(yīng)力條件下，隨著貫入度的增大，破碎單元數(shù)量和三向破巖力均增大，且各向破巖力的增加也越來越顯著，其中側(cè)向力的增幅相對較大.

5）滾刀各向受力的增加顯著降低了滾刀的使用壽命，因此，對于高地應(yīng)力場工程應(yīng)采取增大滾刀直徑、增加多刃滾刀配置數(shù)量和及時開艙換刀等措施，以保證滾刀的破巖效率.

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